(57)【要約】【課題】  精錬容器にガスを吹き込むために設置される環状羽口の管状部の内径が４０ｍｍ以上と大きい場合であっても、管状部を構成する羽口金物の溶損の恐れがなく、長期間安定して使用することのできるガス吹き込み羽口を提供する。【解決手段】  上記課題を解決するためのガス吹き込み羽口１は、溶融金属を精錬する精錬容器９に設けられ、ガスを精錬容器内へ吹き込むガス吹き込み羽口において、該羽口は、羽口の精錬容器内側の先端部が、管状部５と該管状部の内側に設けられる軸心部２との間隙からガスを噴出する構造であって、前記管状部の内径が４０ｍｍ以上であり、且つ、吹き込まれるガスが不活性ガスと炭化水素ガスとの混合ガスである。【選択図】            図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
溶融金属を精錬する精錬容器に設けられ、ガスを精錬容器内へ吹き込むガス吹き込み羽口において、該羽口は、羽口の精錬容器内側の先端部が、管状部と該管状部の内側に設けられる軸心部との間隙からガスを噴出する構造であって、前記管状部の内径が４０ｍｍ以上であり、且つ、吹き込まれるガスが不活性ガスと炭化水素ガスとの混合ガスであることを特徴とする、ガス吹き込み羽口。
【請求項２】
不活性ガス及び炭化水素ガスのそれぞれの流量は、下記の（１）式によって定まる流量以上であることを特徴とする、請求項１に記載のガス吹き込み羽口。
(Ｑ1＋α×Ｑ2)／Ｌ＝10 …（１）
但し、（１）式において、Ｑ1 は不活性ガスの流量（ｍ3 （標準状態）／分）、Ｑ2 は炭化水素ガスの流量（ｍ3（標準状態）／分）、αは不活性ガスの冷却能（R1）と炭化水素ガスの冷却能（R2）との比（R2／R1）、Ｌは管状部内壁の周長さと軸心部外壁の周長さとの和（ｍ）である。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、高温溶融金属を精錬する転炉などの精錬容器内にガスを吹き込むために精錬容器に設置される羽口に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
精錬容器で溶融金属を精錬する場合、攪拌による反応促進などの目的で溶融金属にガスを吹き込むことがある。例えば、鉄鋼業の転炉における溶銑の脱炭精錬では、転炉の底からＡｒガスや窒素ガスなどの不活性ガスを吹き込んでいる。また、この転炉においては、羽口を内管と外管とからなる二重管構造とし、内管から酸素ガスを吹き込み、内管と外管との間隙から羽口冷却用のガスとしてプロパンガスなどの炭化水素ガスを吹き込むタイプのものもある。
【０００３】
一般的には、吹き込みガス流量を増加することにより、溶鋼内に誘起される溶鋼流が増大し、これにより攪拌が強化され、精錬時間の短縮や鉄スクラップ溶解時間の短縮などがなされるのみならず、スラグとメタルとの攪拌も強化されるため、Ｍｎなどの合金鉄歩留まりの向上が図れる。そのため最近では、これら冶金特性の向上や生産性向上の必要性から、吹き込みガス流量を増量する要求が高まっている。
【０００４】
溶融金属中にガスを吹き込む羽口の構造としては、単管タイプ或いは上記の二重管タイプが一般的であるが、その他に特許文献１に開示された羽口がある。特許文献１では、吹き込みガス流量を広い範囲で制御可能とし且つ羽口の損耗を抑制することを目的として、中心部に位置する軸心部の外側に、外管を、前記軸心部との間に適当な間隙を設けて固定設置し、リング状のガス吐出流路を有する羽口（以下、「環状羽口」と称する）を開示している。この環状羽口は、比較的構造が簡単で且つ製作コストも比較的安価であるという特徴を有する。
【０００５】
本発明者等は、この環状羽口について鋭意研究した結果、リング状ガス吐出流路を形成する外管（以下「管状部」と記す）の内径を４０ｍｍ以上とすることで、羽口の損耗速度が飛躍的に減少することを見出した。しかし、損耗速度を低減するべく管状部の内径を４０ｍｍ以上とした場合、溶銑の脱炭処理を行う転炉などの高温で精錬するプロセスに適用した際には、管状部側面や管状部上面の受熱面積が大きくなるため、管状部を形成する羽口金物の温度が上昇し、時には溶融して損耗する場合があることが分かった。
【０００６】
この対策の１つとして、ガス流量を増大させて冷却の強化を図る方法がある。しかしながら、ガス流量を増加させると、羽口周囲の溶鉄流動速度の増加に起因する、或いは、溶鉄流の底叩き現象（青木：鉄と鋼，７６（１９９０），vol.１１，p.１９９６，参照）の増加に起因するなどして、却って損耗速度の増加を招いてしまう。
【特許文献１】特開昭５７−１１４６２３号公報
【非特許文献１】青木：鉄と鋼，７６（１９９０），vol.１１，p.１９９６
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、精錬容器にガスを吹き込むために設置される環状羽口の管状部の内径が４０ｍｍ以上と大きい場合であっても、管状部を構成する羽口金物の溶損の恐れがなく、長期間安定して使用することのできるガス吹き込み羽口を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
上記課題を解決するための第１の発明に係るガス吹き込み羽口は、溶融金属を精錬する精錬容器に設けられ、ガスを精錬容器内へ吹き込むガス吹き込み羽口において、該羽口は、羽口の精錬容器側の先端部が、管状部と該管状部の内側に設けられる軸心部との間隙からガスを噴出する構造であって、前記管状部の内径が４０ｍｍ以上であり、且つ、吹き込まれるガスが不活性ガスと炭化水素ガスとの混合ガスであることを特徴とする。
【０００９】
第２の発明に係るガス吹き込み羽口は、第１の発明において、不活性ガス及び炭化水素ガスのそれぞれの流量は、下記の（１）式によって定まる流量以上であることを特徴とする。但し、（１）式において、Ｑ1 は不活性ガスの流量（ｍ3 （標準状態）／分）、Ｑ2 は炭化水素ガスの流量（ｍ3 （標準状態）／分）、αは不活性ガスの冷却能（R1）と炭化水素ガスの冷却能（R2）との比（R2／R1）、Ｌは管状部内壁の周長さと軸心部外壁の周長さとの和（ｍ）である。
【００１０】
(Ｑ1＋α×Ｑ2)／Ｌ＝10 …（１）
【発明の効果】
【００１１】
本発明によれば、高温溶融金属の精錬において使用される環状羽口から、不活性ガスに加えて炭化水素ガスを吹き込むので、炭化水素ガスの熱分解による吸熱効果により、管状部を構成する羽口金物が冷却されて、羽口金物の温度上昇、つまり溶損が防止される。また、炭化水素ガスの冷却効果は大きく、少量の炭化水素ガスを混合させるだけで目的とする冷却効果が得られるので、環状羽口周囲の溶融金属自体の流動速度の上昇は少なく、また溶融金属流による底叩き現象の増加も少ない。そのため、環状羽口先端部の損耗速度の増加も抑制される。その結果、環状羽口の溶損を防止し、長期間の安定した吹き込みが可能となる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１２】
以下、本発明を具体的に説明する。
【００１３】
羽口構造として比較的吹き込みガス流量の調整範囲が広く、ガス吹き込み量の増加を図ることのできる環状羽口に着目し、その損耗速度低減について鋭意検討と実験を重ねた。その結果、環状羽口でも、ガス流量を増大させた場合に損耗速度が大きくなる原因として、前述した非特許文献１で指摘されているように、吹き込まれたガスが羽口出口で急激に膨張し、一部の上昇しきれない気泡とそれに随伴する溶融金属流とが、羽口煉瓦部を叩くことによって損耗することが確認され、損耗速度を抑えるには、これを低減することが重要であるという結論に至った。
【００１４】
ここで、環状羽口について説明する。図１は、環状羽口を転炉などの精錬容器に設置した状態を示す概略断面図、図２は、図１のＸ−Ｘ’矢視による概略図である。但し、図２では精錬容器の耐火物を省略している。
【００１５】
図１及び図２に示すように、環状羽口１は、内管３と内管３の内面側の耐火物充填層４とからなる軸心部２と、この軸心部２の外側にリング状の間隙６を隔てて固定される管状部５とで構成される。環状羽口１の稼動面側の反対側には、風箱７及び風箱７に設置されるガス導入管８が備えられており、ガス導入管８から導入されたガスは風箱７で分散し均圧され、リング状の間隙６を通って精錬容器９の内部に供給されるようになっている。図１において、１０は精錬容器の鉄皮、１１は精錬容器の耐火物、１２は環状羽口１を鉄皮１０に取り付けるための取付金物である。
【００１６】
そこで、発明者等は、環状羽口１の損耗速度を低減するべく、各種寸法の環状羽口１のモデル実験を行い、吹き込みガスの羽口出口での広がり防止、並びに随伴流の低減方法について検討した。その結果、環状羽口１の径を大きくすることで、具体的には、管状部５の内径（Ｄ）を４０ｍｍ以上とすることで、環状羽口１の損耗が低減することを見出した。この効果が発現するのは、次のような理由であると考えられる。即ち、吹き込みガス流量が一定の場合には、ガスに随伴する溶融金属量は一定になる。環状羽口１の径が大きい場合には、随伴する溶融金属を補う表面積が大きくなるため、誘起される溶融金属の流速は小さくなる。また、環状羽口１の径が大きくなるほど、羽口出口における気泡の膨張が抑制される。誘起される溶融金属の流速が小さくなること、及び、気泡の膨張が抑制されることの両者の効果によって、環状羽口１の損耗が低減されると考えられる。
【００１７】
しかし、管状部５の内径（Ｄ）を４０ｍｍ以上とすると、管状部５の側面面積及び上面面積が大きくなり、受熱面積が増加することによって、管状部５を形成する羽口金物の温度上昇を招くことが判明したので、更に、検討を加えた。
【００１８】
酸素ガスを底吹きする羽口においては、羽口を二重管構造とし、内管と外管との間隙から冷却用ガスとして炭化水素ガスを吹き込んでいる。これは、炭化水素ガスは顕熱に加えて熱分解時の吸熱による冷却効果があり、この熱分解時の吸熱による冷却効果を利用したものである。
【００１９】
そこで、環状羽口１についても、攪拌用の不活性ガスに加えて冷却用ガスとして炭化水素ガスを混合して吹き込むことを検討した。
【００２０】
先ず、環状羽口１の管状部５を形成する羽口金物の温度は、何に依存するかを実験及び伝熱計算により求めた。その結果、環状羽口１の管状部５を形成する羽口金物の温度は、間隙６を形成する管状部５の内壁周長さと、内管３の外径周長さつまり軸心部２の外壁周長さとを加えた和の単位長さ当たりのガス流量によって決まることが判明した。即ち、間隙６を流れるガス流量と、この間隙６を囲む周囲長さとによって決まることが分かった。
【００２１】
更に、不活性ガスと炭化水素ガスとで流量を比較すると、炭化水素ガスは熱分解時の吸熱による冷却効果を有しており、窒素ガスやＡｒガスなどの不活性ガスに比較して冷却能が大きく、羽口金物を冷却するという観点からみると、炭化水素ガスの流量は不活性ガスの流量よりも大きく換算してよいことが分かった。つまり、不活性ガスの流量をＱ1 （ｍ3 （標準状態）／分）とし、炭化水素ガスの流量をＱ2 （ｍ3 （標準状態）／分）とし、不活性ガスの冷却能をR1（Ｊ）とし、炭化水素ガスの冷却能をR2（Ｊ）とし、更に、不活性ガスの冷却能（R1）と炭化水素ガスの冷却能（R2）との比（R2／R1）をαとすると、炭化水素ガス流量の換算値としては、実際の流量（Ｑ2 ）にαを乗算した流量換算値で表されることが分かった。
【００２２】
そして更に、このようにして定めた不活性ガス流量と炭化水素ガス流量との和（Ｑ1 ＋α×Ｑ2 ）を、管状部５の内壁周長さと軸心部２の外壁周長さとを加えた和に対して、下記の（１）式により定まる値と同等以上にすることで、管状部５を構成する羽口金物の温度上昇が防止でき、羽口金物は容損しないことが分かった。即ち、下記の（１）式で定まる不活性ガス流量（Ｑ1 ）及び炭化水素ガス流量（Ｑ2 ）以上の不活性ガス及び炭化水素ガスをそれぞれ流すことで、羽口金物の温度上昇が防止でき、羽口金物は容損しないことが分かった。尚、（１）式におけるＬは管状部５の内壁の周長さと軸心部２の外壁の周長さとの和（ｍ）である。
【００２３】
(Ｑ1＋α×Ｑ2)／Ｌ＝10 …（１）
不活性ガスの冷却能は顕熱量で定まり、炭化水素ガスの冷却能は顕熱量と熱分解による吸熱量との和で定まる。顕熱量は、各ガスを供給したときに羽口内を通過するまでに昇温するときの熱量と考えることができる。例えば２５℃から１６００℃までの温度上昇に必要な顕熱とすることができる。また、熱分解による吸熱量は、炭化水素ガスが羽口内で炭素及び水素或いはより低級な炭化水素ガスへと熱分解するのに必要な熱量である。例えば、使用する炭化水素ガスが常温で炭素、水素まで分解するのに必要な熱量で計算することができる。従って、使用する不活性ガス及び炭化水素ガスの種類によってαの値は決定される。不活性ガスとしては窒素ガスまたはＡｒガスを使用する。窒素ガスまたはＡｒガスでは顕熱に若干の差はあるが、羽口金物を冷却する観点からみれば無視できる程度の差でしかなく、従って、（１）式は不活性ガスとして窒素ガスまたはＡｒガスを使用する限り、両者に適用することができる。
【００２４】
また、炭化水素ガスとしては、メタンガス、プロパンガス、ブタンガスなどの常温でガス状態であるものが好適に使用できる。更に、ベンゼンなどの常温で液体のものであっても、不活性ガス中にミストとして吹き込んで羽口内で気化するものは、使用することができる。炭化水素ガスは過剰に混合させる必要はなく、炭化水素ガスの流量（Ｑ2 ）は不活性ガスの流量（Ｑ1 ）の１／５程度以下であればよい。
【００２５】
以上説明したように、本発明に係る環状羽口１は、その管状部５の内経（Ｄ）を４０ｍｍ以上とし、且つ、不活性ガスと炭化水素ガスとの混合ガスを吹き込むので、炭化水素ガスの熱分解による吸熱効果によって管状部５を構成する羽口金物が冷却されて温度上昇が妨げられ、その結果、環状羽口１の溶損を防止し、長期間の吹き込みが可能となる。間隙６の幅は、ガス吹き込み流量や溶融金属の密度に応じて、間隙６に溶融金属が差し込まず、所望のガス流量を吹き込むことができる寸法とすればよい。内管３及び管状部５は金属製（主にステンレス鋼）であり、その厚みは３〜１０ｍｍ程度とすればよい。
【実施例１】
【００２６】
溶鉄における効果を把握するために、容量が５トンの試験転炉を用いて試験を実施した。試験では、攪拌用ガスとして窒素ガスを使用し、炭化水素ガスとしてプロパンガスを使用した（水準２，３）。また、比較のために、プロパンガスを使用しない試験（水準１）も実施した。脱炭精錬終点の溶鋼温度を１７００〜１７２０℃とし、上吹きランスから酸素ガスを吹き付けて１ヒートが２０分間の溶銑の脱炭精錬を２ヒート実施した。表１に水準１〜３の試験に用いた環状羽口の仕様及びガス吹き込み条件を示す。尚、プロパンガスを使用した場合のαは１０．２となる。
【００２７】
【表１】
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【００２８】
各２ヒートの脱炭精錬の終了後、試験転炉から環状羽口を回収し、管状部を構成する羽口金物の損耗量を調査した。図３に、水準１〜３の各試験における羽口金物の損耗量を比較して示す。図３に示すように、前述した（１）式を満たす範囲で窒素ガス及びプロパンガスを吹き込んだ水準２及び水準３では、損耗量が２ｍｍ以下であり、本発明の底吹き羽口では羽口金物の損耗量を削減できることが確認できた。
【図面の簡単な説明】
【００２９】
【図１】環状羽口を精錬容器に設置した状態を示す概略断面図である。
【図２】図１のＸ−Ｘ’矢視による概略図である。
【図３】実施例における羽口金物の損耗量を示す図である。
【符号の説明】
【００３０】
１  環状羽口
２  軸心部
３  内管
４  耐火物充填層
５  管状部
６  間隙
７  風箱
８  ガス導入管
９  精錬容器
１０  鉄皮
１１  耐火物
１２  取付金物
【図１】
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【図２】
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【図３】
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